Avaliação preliminar da previsão da capacidade de carga e do recalque de estacas prémoldadas de concreto em perfis de solos granulares

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UNIVERSIDADE FEDERAL DO CEARÁ CENTRO DE TECNOLOGIA

DEPARTAMENTO DE ENGENHARIA HIDRÁULICA E AMBIENTAL PROGRAMA DE PÓS-GRADUAÇÃO EM ENGENHARIA CIVIL - RECURSOS

HÍDRICOS, SANEAMENTO AMBIENTAL E GEOTECNIA

YAN CARLOS CHIU RODRIGUEZ

AVALIAÇÃO PRELIMINAR DA PREVISÃO DA CAPACIDADE DE CARGA E DO RECALQUE DE ESTACAS PRÉ-MOLDADAS DE CONCRETO EM PERFIS

DE SOLOS GRANULARES

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YAN CARLOS CHIU RODRIGUEZ

AVALIAÇÃO PRELIMINAR DA PREVISÃO DA CAPACIDADE DE CARGA E DO RECALQUE DE ESTACAS PRÉ-MOLDADAS DE CONCRETO EM PERFIS DE SOLOS

GRANULARES

Dissertação de Mestrado apresentada à Coordenação do Curso de Pós Graduação em Engenharia Civil da Universidade Federal do Ceará, como requisito parcial para obtenção do Título de Mestre em Engenharia Civil. Área de Concentração: Geotecnia.

Orientador: Prof. Dr. Alfran Sampaio Moura.

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Dados Internacionais de Catalogação na Publicação

Universidade Federal do Ceará

Biblioteca de Pós-Graduação em Engenharia – BPGE

R619a Rodriguez, Yan Carlos Chiu.

Avaliação preliminar da previsão da capacidade de carga e do recalque de estacas pré-moldadas de concreto em perfis de solos granulares / Yan Carlos Chiu Rodriguez. – 2015.

141 f. : il., enc. ; 30 cm.

Dissertação (mestrado) – Universidade Federal do Ceará, Centro de Tecnologia, Departamento de Engenharia Hidráulica e Ambiental, Programa de Pós-Graduação em Engenharia Civil: Geotecnia, Fortaleza, 2015.

Área de Concentração: Geotecnia.

Orientação: Prof. Dr. Alfran Sampaio Moura.

1. Geotecnia. 2. Estacas de concreto. 3. Recalque de estruturas. I. Título.

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YAN CARLOS CHIU RODRIGUEZ

AVALIAÇÃO PRELIMINAR DA PREVISÃO DA CAPACIDADE DE CARGA E DO RECALQUE DE ESTACAS PRÉ-MOLDADAS DE CONCRETO EM PERFIS DE SOLOS

GRANULARES

Dissertação de Mestrado apresentada à Coordenação do Curso de Pós Graduação em Engenharia Civil da Universidade Federal do Ceará, como requisito parcial para obtenção do Título de Mestre em Engenharia Civil. Área de Concentração: Geotecnia.

Orientador: Prof. Dr. Alfran Sampaio Moura.

Aprovada em: 29 / 09 /2015.

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A Virgen de la Caridad del Cobre e a Deus.

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AGRADECIMENTOS

A la Virgen de la Caridad del Cobre por cuidarme todos los días desde el exterior mi tierra natal, por protegerme de los problemas y darme las fuerzas necesarias para las tareas de cada día.

Aos meus pais Maria Teresa Rodriguez Pacheco e Carlos Manuel Chiu Revuelta e minha irmã Karla Lien Chiu Rodriguez pelo amor e apoio incondicionais que são a base das minhas conquistas na vida.

Aos demais membros da família e amigos de Cuba que sempre estiveram presentes, me dando apoio de uma forma ou outra.

A minha querida esposa Maria Viviane Agostinho dos Santos Chiu, que soube me dar amor e apoio incondicional durante todo o mestrado.

A minha amiga Diana Rodrigues Lima que me ofereceu incondicionalmente teto e ajuda ao chegar no Brasil.

Ao professor Alfran Sampaio Moura pelos ensinamentos, compreensão, atenção e incentivo inerentes de sua orientação.

Aos professores Adriano Frutuoso da Silva e Marcos Fábio Portos de Aguiar por aceitar formar parte da banca para a defesa do trabalho.

À CNPQ pelo apoio financeiro através da bolsa de mestrado.

Às empresas: TECNORD, BERATER, ROCHA BRASIL, GEOBRASIL e C.G CONSTRUÇÕES por colaborar com recursos e informações de grande relevância na presente pesquisa.

Aos colaboradores do Laboratório de Mecânica do Solo da UFC pelo auxílio, paciência e orientação nas atividades desenvolvidas.

Aos funcionários e colegas do Departamento de Engenharia Hidráulica e Ambiental

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“Não é o mais forte que sobrevive,

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RESUMO

As estacas pré-fabricadas são uma alternativa de fundação indicada em situações em que a vizinhança não apresenta restrições quanto a vibrações decorrentes de sua execução. Além disso, perfis de solos com baixa capacidade de suporte superficialmente e que se estende a maiores profundidades também apontam para a possibilidade de escolha dessa alternativa. Nestes casos, além de outros, fundações em estacas pré-fabricadas de concreto podem proporcionar fundações tecnicamente possíveis e economicamente mais atraente. Nesta dissertação, é feito uma análise da aplicabilidade dos principais métodos de previsão de capacidade de carga e recalque de estacas pré-moldadas de concreto armado em perfis de solos granulares típico dos encontrados comumente em Fortaleza. O objetivo deste trabalho é avaliar se previsões realizadas por métodos semi-empíricos de capacidade de carga e de recalque,

realizados a partir de sondagens à percussão (SPT) e em perfis de solos granulares, são

concordantes tendo como referência resultados de 7 provas de cargas estáticas realizadas. Além

disso, pretende-se ainda avaliar se, provas de cargas interrompidas prematuramente são capazes

de serem extrapoladas de forma a proporcionar previsões da carga de ruptura concordantes.

Para isso foram realizadas sondagens a percussão (SPT) e provas de cargas em alguns locais

situados em Fortaleza. A seguir foram estimados os valores da capacidade de carga e do

recalque de cada estaca ensaiada nas provas de carga, e para a carga de trabalho, através de

métodos semi-empíricos, utilizando valores do índice resistência de sondagens à percussão

(NSPT) corrigidos, e não corrigidos, a partir da estimativa da eficiência das sondagens utilizadas.

As previsões realizadas a partir dos valores do índice resistência (NSPT) corrigidos proporcionaram estimativas da capacidade de carga e do recalque das estacas avaliadas mais concordantes. Os métodos semi-empíricos que apresentaram uma maior concordância nas previsões das capacidades de carga foram o Aoki e Velloso (1975) e o Decourt e Quaresma (1982). Os métodos semi-empíricos que apresentaram uma maior concordância nas previsões de recalque foram Bowles (1979) e Poulos & Davis (1980).

Palavras-chave: Capacidade de carga. Prova de carga em estacas. Recalques. Sondagens a

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ABSTRACT

The pre-fabricated piles are recommended foundation types if the surrounding areas to work do not present any kind of restriction on vibration effect arising as a result of the execution of piles foundations. Other situations where this solution is recommended, is for foundations in soils with low surface load capacity where soil resistance required by the project is achieved at greater depths. In these cases, as well as other, pré-fabricated piles of reinforced concrete can provide foundations technically feasible and economically viable. In this paper, it was carried out an analysis of the applicability of the main methods of forecasting capacity and emphasize on pre-fabricated reinforced concrete piles, making this study profiles of typical granular soils of the city of Fortaleza. The aim of this study is to assess whether the forecasts of capacity and emphasize, conducted through semi-empirical methods, and from standart penetration test (SPT) in profiles of granular soils are similar to reference results obtained from 7 static loading tests performed. Besides that, it is intended to evaluate load testing is interrupted before the end of the procedure, they are able to be extrapolated so as to allow forecasts provide load capacities of concordant failure. For that they were made standart penetration test and load testing in some places of the city of Fortaleza. A follow were estimated through semi-empirical methods, the values of load capacity and settlements. in each pile tested in test loads using index values resistance standart penetration test (NSPT) corrected and uncorrected, corrections made from the estimate of the efficiency of penetration used. The forecasts from the values of resistance index (NSPT) corrected, they provided estimates of capacity and emphasize more consistent. The semi-empirical methods showed greater concordance forecasts load capacities were Aoki methods and Velloso (1975) and Decourt and Quaresma (1982). The semi-empirical methods showed greater concordance emphasize forecasts were Bowles (1979) and Poulos & Davis (1980).

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LISTA DE ILUSTRAÇÕES

Figura 1 - a) Diagrama de tensão-deformação. b) Modulo de deformação tangente inicial. ... 21

Figura 2 - Mecanismo de formação de trincas e fissuras. ... 24

Figura 3 - Emenda com luva... 25

Figura 4 - Detalhes do anel metálico soldado. ... 26

Figura 5 - Manuseio de estacas por dos pontos. ... 28

Figura 6 - Estacas descarregadas sem auxilio de guindastes. ... 28

Figura 7 - Manuseio de estacas por um ponto. ... 29

Figura 8 - Sistemas de acoplamento de martelos: a) internos, b) externos. ... 30

Figura 9 - Ciclo operacional de um martelo automático a diesel a) Início do ciclo b) Fechamento da válvula de admissão de ar e injeção de óleo c) Impacto e ignição d) e) Exaustão. ... 32

Figura 10 - Esquema de um corte longitudinal de um martelo automático hidráulico. ... 32

Figura 11 - Arrasamento de estacas de seção quadrada e circular. ... 34

Figura 12 - Mecanismos de ruptura da base da estaca das diversas soluções clássicas de capacidade de carga (Terzahi; 1943, Meyerhof, 1951, 1976; Berezantzev, 1961 e Vesic, 1972). ... 36

Figura 13 - Estimativa da resistência de ponta segundo Monteiro (1997). ... 41

Figura 14 - Representação da extrapolação da curva carga-recalque de Van der Veen (1953). ... 48

Figura 15 - Carga de ruptura pela NBR 6122/2010. ... 49

Figura 16 - Método Mazurkiewicz (1972). ... 50

Figura 17 - Método de Chin (1970). ... 51

Figura 18 - Esquema para o modelo de Poulos e Davis - (a) Problema analisado, (b) Elemento de estaca, (c) Ação da estaca sobre o solo e (d) Ação do solo sobre a estaca. ... 53

Figura 19 - (a) Fator de correção para a compressibilidade da estaca; (b) Fator de correção para a presença de uma base rígida; (c) Fator de influência de recalque; (d) Fator de correção para o coeficiente de Poisson. ... 55

Figura 20 - Fator de correção para rigidez do estrato de apoio da ponta da estaca. ... 56

Figura 21 - Esboço do digrama de esforço normal na estaca ao longo de uma profundidade "z". ... 57

Figura 22 - (a) Resistência de base; (b) Resistência lateral. ... 59

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Figura 24 - Resultado da sondagem à percussão SP 01. ... 64

Figura 27 - Planta de locação das sondagens 04, 05 e 06. ... 67

Figura 31 - Localização das provas de carga 01, 02 e 03. ... 71

Figura 32 - Curva carga – recalque da prova de carga 01. ... 72

Figura 35 - Localização das provas de carga 04, 05, 06 e 07. ... 74

Figura 40 - Localização do campo experimental... 82

Figura 41 - Equipamento utilizado na sondagem, elementos principais. a) Martelo, b) Hastes, Luvas, Amostrador e Cabeça de Bater. ... 83

Figura 42 - Locação das sondagens SPT-01, SPT-02 e SPT-03. ... 84

Figura 43 - Resultado da sondagem à percussão SP - A. ... 85

Figura 44 - Resultado da sondagem à percussão SP - B. ... 86

Figura 45 - Resultado da sondagem à percussão SP - C. ... 87

Figura 46 - Sistema de referencia para monitoramento da queda do martelo. ... 88

Figura 47 - Correção do NSPT para a sondagem a percussão SP 01. ... 93

Figura 53 - Valores de capacidade de carga obtidos para a estaca 01. ... 98

(12)

Figura 57 - Valores de capacidade de carga obtidos para as estacas 05 e 06. ... 103

Figura 58 - Valores de capacidade de carga obtidos para as estacas 07. ... 104

Figura 59 - Diferenças entre valores de capacidade de carga corrigidos e não corrigidos... 106

Figura 60 - Utilização do método de Van der Veen, para a determinação da capacidade de carga da estaca da prova de carga 01. ... 108

Figura 62 - Utilização do método de Van der Veen e da NBR 6122/2010, para a determinação da capacidade de carga da estaca da prova de carga 03. ... 109

Figura 63 - Utilização do método de Mazurkiewicz, para a determinação da capacidade de carga da estaca da prova de carga 04. ... 110

Figura 67 - Análise comparativa entre metodologias empíricas para cálculo de capacidade de carga, prova de carga 01. ... 114

Figura 74 - Determinação do valor de capacidade de carga sem a retirada de pontos. ... 119

Figura 75 - Determinação do valor de capacidade de carga com a retirada de 1 ponto. ... 119

(13)

Figura 77 - Determinação do valor de capacidade de carga sem a retirada de 3 pontos. ... 120

Figura 78 - Gráfico resumo dos valores obtidos na retirada de pontos. ... 121

Figura 79 - Extrapolação das curvas carga – recalque. ... 122

Figura 80 - Recalques estimados para a estaca 1... 123

Figura 87 - Distribuição de carga ao longo do comprimento da estaca 1. ... 128

Figura 94 - Determinação do recalque a partir da curva carga - recalque. ... 131

Figura 95 - Comparação dos recalques estimados para a estaca 1. ... 133

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LISTA DE TABELAS

Tabela 1 - Fatores de correção F1 e F2, Aoki e Velloso (1975)... 39

Tabela 2 - Coeficiente K e razão de atrito α Aoki e Velloso (1975). ... 39

Tabela 3 - Valores de “k” e “α”, segundo Monteiro (1997). ... 41

Tabela 4 - Valores de “F1” e “F2”, segundo Monteiro (1997)... 42

Tabela 5 - Coeficiente característico do solo C (Cintra e Aoki, 2010). ... 42

Tabela 6 - Valores de “α” e “β” (Teixeira, 1996). ... 45

Tabela 7 - Valores de Ec para diferentes tipos de estacas. ... 58

Tabela 8 - Valores para E0 sugeridos... 60

Tabela 9 - Numeração dos ensaios e localização. ... 63

Tabela 10 - Características do equipamento utilizado. ... 83

Tabela 11 - Médias das alturas de queda e eficiências estimadas para o SP-A. ... 91

Tabela 12 - Médias das alturas de queda e eficiências estimadas para o SP - B. ... 91

Tabela 13 - Médias das alturas de queda e eficiências estimadas para o SP - C. ... 92

Tabela 14 - Médias das eficiências pelo Método de Newton. ... 92

Tabela 15 - Resumo das estimativas da capacidade de carga da estaca 01. ... 98

Tabela 19 - Resumo das estimativas da capacidade de carga da estaca 05 e 06. ... 103

Tabela 21 - Métodos usados para o cálculo da capacidade de carga. ... 107

Tabela 22 - Resumo dos valores de capacidade de carga (Qult) obtidos através dos métodos utilizados em cada prova de carga. ... 112

Tabela 23 - Valores de recalques estimados. ... 123

Tabela 24 - Valor de recalque obtido a partir da curva carga – recalque. ... 132

Tabela 25 - Valores de recalques estimados e determinados para cada estaca. ... 132

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SUMÁRIO

1 INTRODUÇÃO ... 17

1.1 Contexto geral ... 17

1.2 Objetivo ... 17

1.3 Estrutura da dissertação ... 18

2 ESTACAS PRÉ-FABRICADAS DE CONCRETO ARMADO ... 19

2.1 Fabricação de estacas pré-fabricadas. ... 19

2.1.1 Propriedades mecânicas ... 20

2.1.2 Cura do concreto, Vibração, Centrifugação e Extrusão ... 22

2.1.3 Avaliação de fissuras, trincas e quebras de estacas ... 24

2.1.4 Emendas de estacas pré-fabricada. ... 25

2.2 Execução de estacas pré-fabricadas ... 27

2.2.1 Manuseio das estacas ... 27

2.2.2 Pré-cravação de estacas pré-moldadas ... 29

2.2.3 Sistema de cravação... 30

2.2.4 Sistema de amortecimento, arrasamento, corte e aproveitamento de estacas .... 33

3 PREVISÃO DO COMPORTAMENTO MECÂNICO DE FUNDAÇÕES EM ESTACAS PRÉ-FABRICADAS DE CONCRETO ARMADO ... 34

3.1 Métodos para a previsão de capacidade de carga de estacas cravadas ... 35

3.1.1 Métodos teóricos ... 35

3.1.2 Métodos semi-empiricos ... 36

3.1.3 Provas de carga estáticas ... 45

3.1.4 Métodos dinâmicos de controle ... 51

3.2 Métodos para a previsão de recalques de estacas cravadas ... 52

4 METODOLOGIA E DADOS COLETADOS ... 62

4.1 Metodologia ... 62

4.2 Coleta de dados. ... 62

4.2.1 Sondagens coletadas ... 63

4.2.2 Resultados das provas de cargas coletadas ... 71

5 Estimativas da eficiência das medidas de sondagens á percussão ... 79

5.1 Local das estimativas de eficiência ... 81

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5.3 Monitoramento da altura de queda e estimativa realizadas ... 88

5.4 Apresentação dos resultados das estimativas de eficiência realizadas ... 90

5.5 Correção dos índices de resistência das sondagens utilizadas no local do estudo ... 93

6 ANÁLISE DE RESULTADOS ... 97

6.1 Análises da capacidade de carga ... 97

6.6.1. Estimativas da capacidade de carga a partir de métodos semi-empiricos ... 97

6.6.2. Estimativas da capacidade de carga a partir de provas de cargas. ... 106

6.6.3. Comparação das determinações de capacidade de carga ... 113

6.2 Estimativa de recalque ... 122

6.2.1. Estimativa de recalques através de métodos semi-empíricos e teóricos ... 122

6.2.2. Determinação do recalque a partir das provas de carga ... 131

7 CONCLUSÕES ... 139

8 RECOMENDAÇÕES ... 140

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1 INTRODUÇÃO

1.1 Contexto geral

Determinar a capacidade de carga e o recalque das fundações das edificações é uma tarefa difícil e de grande responsabilidade. Fundações profundas em estacas cravadas é uma solução clássica e que, em certos casos, continua a ser uma alternativa de fundações atraente, tendo em vista principalmente o baixo custo de sua execução em relação às alternativas mais modernas disponíveis como, por exemplo, as estacas hélice contínua e as estacas raiz.

As estacas pré fabricadas de concreto caracterizam-se por serem cravadas no terreno, geralmente por percussão, podendo-se utilizar bate estacas convencionais com martelo de queda livre ou automático.

Estacas pré-fabricadas de concreto são indicadas para transpor camadas extensas de solo mole, ou fofo, não apresentando restrições quanto ao uso abaixo do lençol freático. Podem ser fabricadas em concreto armado ou protendido, possibilitando um controle rigoroso da qualidade do concreto.

Na prática geotécnica atual, a previsão da capacidade de carga e do recalque de estacas pré fabricadas de concreto é feita, mais comumente a partir de métodos que utilizam resultados de sondagens à percussão (SPT). Dentre os principais métodos semi empíricos utilizados para a previsão da capacidade de carga, pode-se citar: Aoki e Velloso (1975), Decourt e Quaresma (1978), Monteiro (1997) e Teixeira (1996). Para a determinação da capacidade de carga a partir das provas de cargas são usados os métodos: Van der Vem (1953), a NBR 6122/2010, Mazurkiewicz (1972) e Chin (1970). Já para a previsão de recalques pode-se citar Poulos e Davis (??), Bolwes (1996) e Aoki (1979, 1984).

1.2 Objetivo

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proporcionar previsões da carga de ruptura concordantes, e saber se previsões realizadas a partir de NSPT corrigidos com relação a sua eficiência são capazes de fazer previsões mas concordantes.

1.3 Estrutura da dissertação

A presente dissertação foi estruturada em sete capítulos:

a) No capitulo 1 está sendo lido uma introdução sobre o assunto abordado e a estrutura da dissertação.

b) No capitulo 2 é realizada uma revisão bibliográfica sobre estacas pré-moldadas de concreto armado. São apresentadas neste capítulo as características principais desses elementos estruturais, assim como sua fabricação, questões relativas ao transporte e a forma de execução.

c) No capitulo 3, apresenta-se os principais métodos de previsão da capacidade de carga e recalque de estacas cravadas, com ênfase aos métodos utilizados nessa pesquisa. d) No capitulo 4, é apresentada a metodologia utilizada para a realização desse trabalho e

a coleta de dados.

e) No capitulo 5, são apresentadas as estimativas das eficiências das sondagens a percussão (SPT), realizadas. Também são apresentados os perfis das sondagens à percussão utilizados nessa pesquisa, corrigidos posteriormente a partir da eficiência estimada. f) No capitulo 6 são estimados, através de métodos que utilizam resultados de sondagens

à percussão (SPT) e de provas de carga, os valores de capacidade de carga e do recalque das estacas estudadas. A seguir, apresentam-se as comparações dos resultados obtidos com relação aos respectivos valores de referência.

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2 ESTACAS PRÉ-FABRICADAS DE CONCRETO ARMADO

A utilização de fundações por estacas ocorre desde a antiguidade, quando então eram confeccionadas em madeira. Seu uso intensificou-se a partir do século XVIII, pois, como o material era abundante e a mão de obra utilizada tinha um baixo custo, cravavam-se no terreno quantas ele aceitasse. Com o advento da revolução industrial, exigiu-se edificações de maior porte para abrigar os equipamentos, tornando as estruturas mais robustas e portanto mais pesadas, acarretando assim maior carga ao solo. As estacas de madeiras já não poderiam ser utilizadas como anteriormente devido aos novos custos, pela maior quantidade a ser cravada, aumentando o impacto ambiental pelo desmatamento e acelerando o aquecimento global. Os engenheiros foram obrigados a desenvolver novos tipos de estacas. Assim surgiram os diferentes tipos de estacas que são usadas até hoje, classificadas segundo seu material em estacas de aço, de concreto, madeira, e segundo seu método de fabricação em pré-fabricadas ou fabricadas in situ.

Considerando que o tema da presente dissertação, trata de estacas pré-fabricadas de concreto armado estas serão abordadas neste capítulo da revisão bibliográfica.

2.1 Fabricação de estacas pré-fabricadas.

As estacas pré-fabricadas de concreto, conforme sua própria definição, são estacas que precisam ser previamente fabricadas para que, posteriormente possam ser colocadas no subsolo, por cravação ou outro processo, e serem utilizadas como elementos de fundação. No Brasil esse tipo de fundação deve atender as prescrições estabelecidas na NBR-6118, enquanto elemento estrutural e, também, as da NBR-6122, quando embutida no subsolo e utilizada como elemento geotécnico de fundação.

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podem sofrer a influência de agentes químicos que estão contidos no solo, ou mesmo na água, tais como, os sulfatos, a água do mar, esgotos, entre outros.

Segundo Gonçalves (2007), a massa especifica para concretos usuais situa-se entre 2000 kg/m3 e 2800 kg/m3. É comum a adoção do valor de 2350 kg/m3 para concretos simples e para peças de concreto armado, o valor de 2500 kg/m3. Quanto a absorção de agua por imersão, os valores ideais situam-se entre 4 e 6% e, o índice de vazios entre 8 e 12%.

2.1.1 Propriedades mecânicas

As principais características mecânicas a serem observadas em um concreto destinado a fabricação de estacas de pré-fabricadas são as resistência a compressão, à tração e o modulo de elasticidade. Tais propriedades físicas são sempre determinadas a partir de ensaios laboratoriais executados em condições especificas e visando a garantia do controle de qualidade do produto final.

A resistência a compressão simples, também denominada f_c, é considerada a característica mecânica mais importante a ser analisada. Sua estimativa é efetuada por amostragem através da coleta e moldagem de corpos de prova em lotes de concreto, em conformidade com a metodologia estabelecida na NBR – 5738, sendo posteriormente ensaiados segundo a NBR – 5739.

Nestes ensaios são obtidos dois tipos de resistências a compressão do concreto, a primeira é a Resistência Média do Concreto a Compressão ( f_cm), que corresponde a média aritmética dos diversos valores de resistência a compressão simples (f_c) para o conjunto de corpos de prova ensaiados, e a segunda é a Resistencia Característica do Concreto a Compressão (fck), calculada segundo um processo estatístico. Outras expressões e

procedimentos são apresentados nos trabalhos de Andrade e Tutikian (2011).

(21)

desformadas em pouco tempo, a resistência adquirida quando do saque das peças deve ser tal que não permita o aparecimento de fissuras ou até mesmo trincas acentuadas durante as fases que antecedem sua instalação no subsolo.

Em geral esse tipo de estaca é confeccionado com cimento CP-V (ARI), com o objetivo de conferir ao concreto elevada resistência inicial, proporcionando condições de desforma das peças com bastante rapidez. A quantidade de cimento por metro cubico de concreto varia entre 350 e 420 kg e o fator agua – cimento (a/c) varia em geral, entre 0,4 e 0,5 com a utilização de aditivos.

Os conceitos relativos à resistência do concreto à tração direta, f_ct, são análogos aos expostos para a resistência à compressão. Portanto, tem-se a resistência média do concreto à tração, f_ctm, valor obtido da média aritmética dos resultados, e a resistência característica do concreto à tração, f_ctk. A diferença no estudo da tração encontra-se nos tipos de ensaios. Segundo Andrade e Tutikian (2011) existem 3 formas de determinar a resistência a tração do concreto: por tração direta, tração na flexão e tração por compressão diametral. Segundo Mehta & Monteiro (2008), a determinação da tração direta raramente é executada. O ensaio de tração na compressão diametral (spliting test) é o ensaio mais utilizado. É conhecido internacionalmente como Ensaio Brasileiro. Para a sua realização, um corpo-de-prova cilíndrico de 15 cm de diâmetro por 30 cm de altura é colocado com o eixo horizontal entre os pratos de uma prensa, sendo aplicada uma força até a sua ruptura por tração indireta.

O módulo de Young, ou módulo de elasticidade, é um parâmetro mecânico do material que proporciona uma medida da rigidez da sua composição e é calculada a partir da lei de Hooke. Varios autores tem realizado ensaios visando obter os diagramas tensão x deformação de compressão do concreto simples. Entre eles, podem ser citados Chin, Mansur & Wee (1997), Palmquist & Jansen (2001), RILEM TC 148-SSC (1997) e Shah Ahmad (1985).

Para o concreto, a expressão do modulo de elasticidade aplica-se somente à parte reta do diagrama tensão x deformação obtido no ensaio (Figura 1) ou, quando não existir uma parte retilínea, a expressão é aplicada á tangente da curva de origem. Neste caso, tem-se o Modulo de Deformação Tangente Inicial (Eci).

(22)

Fonte: Gonçalves (2007).

Nas análises elásticas de projeto, especialmente para a determinação de esforços solicitantes e verificação dos estados limites de serviços das estruturas, utiliza-se o Modulo de Elasticidade Secante (Ecs). Em geral o concreto utilizado na produção de estacas pré-fabricadas

apresenta valores de módulos de elasticidade tangenciais (Eci), considerando ensaios efetuados

em corpos de prova moldados quando da concretagem das estacas, na seguinte faixa de valores:

 Eci (3 dias) = 19 a 22GPa.

 Eci (7 dias) = 22 a 27GPa.

 Eci (14 dias) = 27 a 28GPa.

 Eci (28 dias) = 28 a 30GPa.

Deve-se registrar que no caso especifico das estacas pré-fabricadas, não é aconselhável que o concreto apresente quando da sua cravação, resistência a cima de 50 MPa e nem, tão pouco módulos de elasticidade acima de 40 GPa, pois nesse caso observa-se uma incidência considerável de quebras no topo das estacas durante o processo de cravação, quando submetida aos impactos do martelo na cravação. Outras expressões para o calculo do modulo de elasticidade são apresentadas no trabalho de Shehata (2011).

A relação entre a deformação transversal e a longitudinal é denominada coeficiente ou modulo de Poisson (



). Para tensões de compressão menores que 0.5 f_c, pode ser adotado

20 , 0 

 . Quanto mais novo for o concreto, maior será esse coeficiente. No caso especifico do concreto, este se situa entre 0,10 e 0.30 e teoricamente é sempre inferior a 0,50.

(23)

O método mais empregado em escala comercial para acelerar o endurecimento do concreto, é a cura do concreto utilizando-se vapor de agua a pressão atmosférica, em

temperaturas variando de 50 a 90˚C, obtendo-se resistências mecânicas elevada em curto prazo. Essa metodologia visa a otimizar a utilização dos equipamentos e as condições operacionais, proporcionando assim a desforma e a utilização das peças em menor intervalo de tempo após sua concretagem e, por consequência, a diminuição de custos de produção. A cura a vapor, em síntese, proporciona a aceleração das reações de hidratação do cimento, a qual, por sua vez, produz a aceleração do endurecimento dE pasta de cimento do concreto.

Mais importante que a aplicação do calor no concreto é a aplicação da umidade decorrente do vapor de agua sobre ele pulverizado. A hidratação das peças durante a fase de cura auxilia consideravelmente a redução de fissuras de retração entre outras vantagens. Outro aspecto relevante a ser considerado refere-se ao fato de ocorrer liberação de calor quando da redação de hidratação do cimento. Trata-se de uma reação química exotérmica e essa quantidade de calor gerada pode ser aproveitada como fonte térmica que auxilie o processo de cura.

A colocação do concreto em formas e seu adequado preenchimento é feito através do deslocamento da massa de concreto envolvida nessa operação, sobre se mesma. Assim sendo, para que o trabalho envolvido nessa operação seja fácil e resulte na produção de peças de boa qualidade, faz-se necessária a utilização de equipamentos apropriados visando a que o material seja trabalhável. Essa característica do concreto é denominada trabalhabilidade e esta baseada principalmente no fato de vencer o atrito interno da massa do concreto durante a sua manipulação no seu estado fresco. Para medir a trabalhabilidade do concreto existem vários métodos, os dois mais comuns são o Slump Test e a Mesa de batidas.

O Slump Test consiste basicamente em medir o abatimento de uma massa de concreto fresco, imediatamente após sua desforma sobre uma superfície plana e nivelada. Depois de ocorrida a desforma do concreto, ainda fresco, mede-se o abatimento em relação á altura do cone.

(24)

O processo de vibração é feito a traves da introdução de uma agulha vibratória diretamente no interior da massa de concreto ou a través da fixação de um vibrador junto as formas, que passam então a funcionar com membranas vibratórias, transmitindo assim, a vibração á massa de concreto contida em seu interior. A vibração aplicadas nas fôrmas, em geral apresenta rendimento inferior á aplicada internamente por agulha de imersão, porém esta exige maior cuidado em sua execução de modo assegurar um adensamento uniforme do concreto. A retirada da agulha de imersão deve ser feita com bastante cuidado e lentamente para não provocar vazios entre os agregados.

A centrifugação do concreto trata-se de um processo que acaba proporcionando um elevado grau de compactação dos agregados utilizados em um concreto, se comparando a outro processo convencional. Neste processo coloca-se no interior de uma forma metálica um determinado volume de concreto e armadura devidamente posicionada, fazendo-se em seguida com que essa forma gire em alta velocidade distribuindo o concreto uniformemente ao longo da face externa da forma e obtendo no final uma estaca circular e de seção transversal vazada. O processo de extrusão caracteriza-se pela utilização de um equipamento que, através de sua operação, literalmente expulsa o concreto de seu interior, a semelhança da produção de tijolos furados.

2.1.3 Avaliação de fissuras, trincas e quebras de estacas

As fissuras e as trincas em fuste de estacas de concreto são problemas que ocorrem com relativa frequência, principalmente se forem vazadas e não protendidas. A Norma Brasileira NBR-6118 (2003) aborda esse assunto. A Figura 2 mostra o mecanismo de formação de trincas e fissuras no concreto.

(25)

Fonte: Montoya (2010)

O trabalho efetuado por Alonso (1998) estabelece critérios para auxiliar na avaliação de trincas em estacas. Assim, sugere classificar como fissuras, as abertas cujo limite esteja situado em 1 mm. Acima desse valor, as aberturas são consideradas trincas.

2.1.4 Emendas de estacas pré-fabricada.

Em muitos casos de obras, a profundidade a ser atingida pelas pontas das estacas superam o seu comprimento. Quando isso acontece, são usadas as chamadas “emendas”, que geralmente são peças metálicas colocadas na junção de duas estacas, tornando-a uma única peça.

De acordo com a atual Norma Brasileira de Fundações, NBR 6122 (2010), são consideradas apenas dois tipos de emendas: as que utilizam luva de encaixe (embora com restrições) e as que utilizam cordão de solda (sem restrições).

A luva de encaixe é um tipo de emenda que consiste em unir os dois segmentos (Figura. 3) a través de um tubo metálico, cuja geometria e dimensões são projetadas de tal forma a unir os segmentos a serem emendados. Apresenta uma chapa metálica soldada em seu interior, dividindo-o ao meio, sobre a qual se apoiam as pontas dos dois segmentos. Entre as principais vantagens encontram-se a rapidez executiva no campo e não necessitar de energia elétrica na obra.

(26)

Fonte: Gonçalves (2007)

O Anel Metálico Soldado é o tipo de emenda mais difundido e utilizado no Brasil. Pode ser utilizado em praticamente qualquer tipo de obra e em qualquer condição de cravação desde que, antecipadamente, apresente características de dimensionamento e execução coerentes com o tipo de esforço a ser absorvido. A Figura 4 apresenta o detalhe da emenda.

Este tipo de emenda requer uma serie de cuidados que muitas vezes, não são observados e, por consequência, acabam por gerar uma serie de problemas que, não raras as vezes, acabam por inutilizar as estacas. Isto pode ocorrer na fase de cravação e na fase de utilização como elementos de fundação, porém esses problemas são divididos em duas etapas: aqueles relacionados à fabricação das estacas e, aqueles relacionados á execução das emendas durante a cravação das estacas.

Figura 4 - Detalhes do anel metálico soldado.

(27)

de arranque (chumbador), falhas localizadas de concretagem, esquadro das cabeças (pontas dos segmentos) e estribagem insuficiente dos arranques.

Os principais problemas relacionados á execução das emendas durante a cravação das estacas são a utilização de calços em anéis fora de esquadro e o alinhamento entre os elementos soldados.

2.2 Execução de estacas pré-fabricadas

O processo de execução de estacas pré-fabricadas começa com o manuseio dentro da própria fabrica para o seu traslado ate a obra, e conclui com a cravação do elemento no canto especificado pelo projeto. Durante essa etapa as estacas passam por diferentes processos visados a obter o melhor rendimento da obra e manter a qualidade e integridade do elemento. Entre os principais processos encontram-se o manuseio, apoio, cravação, arrasamento, corte e aproveitamento das estacas.

2.2.1 Manuseio das estacas

No caso de estacas de concreto, devem ser sempre observadas duas condições distintas de manuseio: aquela correspondente á desforma e levantamento das pistas, estocagem, carreamento e descarregamento na obra, que sempre considera que as peças serão manuseadas por dois pontos distintos, e aquela que corresponde ao posicionamento das estacas na torre do bate estacas, que sempre é feito por um único ponto. Em ambos os casos o principio a ser observado, é o do equilíbrio de momentos fletores oriundos dos esforços a que as estacas serão submetidas na fase de manuseio, quer seja por dois pontos, quer seja por um único ponto. Esse equilíbrio deve ser avaliado de tal modo que em nenhuma outra seção da estaca ocorra flexão superior aquela ocorrida no ponto de manuseio.

(28)

Figura 5 - Manuseio de estacas por dos pontos.

Outra maneira de manusear as estacas na operação de descarga na obra consiste em descarregá-las sem auxilio de guindastes, com pranchas de madeira posicionadas nos pontos de apoios indicados são inclinadas entre o plano do assoalho das carretas e o piso onde serão estocadas na obra (Figura 6). Essa operação pode colocar em risco as estacas e é efetuada com auxilio de cordas.

Figura 6 - Estacas descarregadas sem auxilio de guindastes.

(29)

impactos e solavancos decorrentes do processo de manuseio da estaca até que esta seja posicionada na torre. A Figura 7 mostra um esquema ilustrativo de uma estaca manuseada por um único ponto.

Figura 7 - Manuseio de estacas por um ponto.

Na grande maioria dos casos, o apoio e manuseio das estacas são efetuados por dois e por um ponto respectivamente, mas a estocagem dos elementos produzidos pode ser feita sobre apoios distribuídos em mais pontos, principalmente no caso de peças longas, com comprimentos superiores a 10 metros. Nesses casos, também se faz recomendável proceder a avaliação do posicionamento dos pontos de apoio, de tal forma a promover o equilíbrio dos momentos positivos e negativos.

2.2.2 Pré-cravação de estacas pré-moldadas

(30)

A pré–cravação de estacas pré-moldadas pode ser feita por pré–furo com auxilio de ponteira metálica, pré–furo através de escavação mecânica, pré–furo com auxilio de Jato d´água ou pré–furo estabilizada com Lama.

2.2.3 Sistema de cravação

Embora se faça menção de que as estacas também podem ser cravadas a traves de processos de prensagem ou vibração, na pratica isso costuma ser feito por percussão.

A cravação por percussão é feita através a aplicação de sucessivos impactos de uma massa previamente definida, denominada martelo ou pilão, que se desloca para cima e para baixo á medida que cada um desses impactos é desferido sobre o topo das estacas. Em geral, podem ser usados três tipos de martelos: martelos de queda livre, martelos automáticos a diesel e martelos automáticos hidráulicos.

Os martelos tipo queda livre são os mais simples e, por consequência os mais utilizados no Brasil. Trata-se de um sistema composto por uma massa predeterminada, que se encontra suspensa á torre do bate estacas por um cabo de aço, que por sua vez enrola-se a um guincho acionado por um motor elétrico ou a diesel. A energia de cravação a ser utilizada é pré-estabelecida através da altura de queda a ser utilizada em cada golpe desferido e pela massa do martelo (E_potmgh). A eficiência deste sistema geralmente apresenta valores entre 40% e 60%. Esse tipo de martelo pode ser acoplado à torre do bate estacas de duas formas distintas: internamente (igrejinha ou castelinho) ou externamente (balancim ou mochila), como ilustrado na Figura 8.

(31)

Fonte: Marchezini (2013)

A eficiência de martelos tipo queda livre também é influenciada pela maneira com que eles são construídos, ou seja, martelos confeccionados com chapas de aço soldadas de forma justaposta, formando um conjunto maciço, com massa pré-definida, possui um desempenho e eficiência diferente ao martelo confeccionado com chapas soldadas de modo a formar uma caixa o cilindro.

Os martelos automáticos a diesel são mais eficientes que os de queda livre em geral, quando ainda estão em bom estado de conservação, com eficiência entre 70 e 90%. A eficiência corresponde à relação entre a energia potencial inicialmente disponível (E_pot mgh) e, a energia efetivamente resultante e transferida á estaca depois de desferido o golpe do martelo (Emx = Epot– Perdas).

Dados coletados em inúmeros ensaios de carregamento dinâmicos atestam que a eficiência de grande maioria dos martelos a diesel existentes atualmente no Brasil, situa-se entre 30 e 60%, devido possivelmente a sua precária manutenção no decorrer dos anos.

(32)

Figura 9 - Ciclo operacional de um martelo automático a diesel a) Início do ciclo b) Fechamento da válvula de admissão de ar e injeção de óleo c) Impacto e ignição d) e)

Exaustão.

No início do ciclo, o pistão interno é levantado por um cabo de aço e, ao cair por gravidade, aciona o mecanismo da bomba de combustível. Posteriormente, ocorre o fechamento da válvula de admissão de ar e injeção de óleo diesel na bigorna (Figura 2.9 a). Na descida do pistão, este comprime o ar e o óleo diesel no interior do cilindro. Devido ao impacto na bigorna, ocorre a ignição do combustível. Essa explosão é transmitida á estaca a traves da bigorna, ocorrendo simultaneamente o impulso ascendente do pistão no interior do cilindro, abrindo as válvulas de sucção e descarga. Final do ciclo. Ao subir, o pistão admite entrada de ar no interior do cilindro, suficiente para permitir o reinicio de outro ciclo. Uma vez alcançada a posição superior, o pistão cai novamente, repetindo a operação em um ciclo continuo.

Os martelos automáticos hidráulicos são compostos basicamente por um dispositivo hidráulico interno ligado a uma camisa metálica, que posteriormente cai em queda livre sobre o topo das estacas em processo de cravação. Este tipo de martelo mostra-se mais eficaz que os de queda livre e, tão eficaz e eficiente quanto os automáticos a diesel. Sua eficiência situa-se entre 80 e 90%. A Figura 10 mostra um Esquema de um corte longitudinal de um martelo automático hidráulico.

(33)

O ciclo de operação se inicia com a fase de levantamento do aríete (que incorpora o martelo propriamente dito, seu guia e pistão). A válvula P na linha de pressão se abre e a válvula R na linha de retorno se fecha. Quando o golpe de disparo é atingido, a válvula P se fecha e a válvula R se abre, permitindo que o aríete inicie sua trajetória de descida. O aríete é acelerado pelo gás pressurizado alojado a cima do pistão principal, dando a ele uma aceleração de até 2g. Isso reduzir a intensidade e aumenta a taxa dos golpes dos martelos. Após o impacto o ciclo se repete.

2.2.4 Sistema de amortecimento, arrasamento, corte e aproveitamento de estacas

O Sistema de Amortecimento é formado pelo capacete, cepo e coxim. O capacete é normalmente constituído por uma peça metálica de forma que se encaixe entre os trilhos da torre do equipamento do bate estacas. O ajuste é feito de tal forma a inserir em sua parte superior um cepo de madeira dura, sobre o qual os golpes do martelo serão desferidos e, na sua parte inferior, antes do posicionamento da cabeça da estaca, de um coxim (amortecedor), constituído de madeira mole, (Gonçalves et al. 2007). As dimensões dos elementos devem ajustar-se geometricamente as estacas que serão cravadas.

(34)

das características geotécnicas de cada obra. O controle de cravação através da medida de repiques elásticos no final da cravação de cada estaca obriga, de forma implícita, que ocorram sobras de estacas em torno de 1m. Essa medida é razoável, para que se possa operacionalizar a coleta desses sinais, sem que haja risco de acidente aos operários que o fazem em campo. Dessa forma, deve ser feito o arrasamento do comprimento que sobra na estaca.

O arrasamento, é feito com a utilização de ponteiros trabalhando com pequena inclinação, para cima, em relação á horizontal para estacas cuja área seja inferior a 380cm2, uso de marteletes leves (potencia < 1000 W) para seções de 380cm2 a 900cm2 e uso de marteletes maiores para estacas cuja área seja superior aos 900 cm2. O acerto final do topo das estacas demolidas deve ser efetuado com o uso de ponteiros ou ferramentas de corte apropriada.

Segundo Gonçalves (2007), em alguns países europeus, o arrasamento de estacas pré-fabricadas de concreto, também é feito com o auxilio de equipamentos hidráulicos, dotados

de uma mandíbula possante, que “agarram” as sobras das estacas a serem arrasadas e,

literalmente as esmagam. Trata-se de equipamentos de alta tecnologia, utilizados em obras de grande porte, onde o número de estacas a ser arrasado é significativo. A Figura 11 apresenta o equipamento para arrasamento de estacas de seção quadrada e circular.

Figura 11 - Arrasamento de estacas de seção quadrada e circular.

3 PREVISÃO DO COMPORTAMENTO MECÂNICO DE FUNDAÇÕES EM

(35)

Uma estaca submetida a um carregamento vertical irá resistir a essa solicitação parcialmente pela resistência ao cisalhamento ao longo do seu fuste (atrito lateral) e parcialmente pelas tensões normais geradas ao nível de sua ponta. A porcentagem de carga, a se transferir, via atrito lateral e pela ponta, depende de vários fatores, como propriedades e estratificação de solo, comprimento da estaca, rigidez relativa estaca-solo, processo construtivo, entre outros (Poulos & Davis, 1980).

A seguir apresenta-se alguns dos principais métodos disponíveis na literatura para a previsão da capacidade de carga e do recalque de estacas cravadas e cujo comportamento decorre, em grande parte, da forma com que a carga é distribuída ao longo da estaca.

3.1 Métodos para a previsão de capacidade de carga de estacas cravadas

A Norma Brasileira NBR 6122 (2010) define a carga admissível de uma estaca isolada como sendo a força, que aplicada sobre a estaca, provoca apenas recalques compatíveis com a construção e oferecendo simultaneamente segurança satisfatória contra a ruptura do solo e contra a ruptura do elemento de fundação. Como geralmente o solo é o material menos resistente, a capacidade de carga de uma fundação está condicionada ás características geotécnicas do maciço que envolve a estaca, o seja, do mecanismo de interação solo-estaca. Gusmão Filho (1998) recomenda considerar a fundação como um sistema constituído do solo, de fundação estrutural e da estrutura, pois essa seria uma visão abrangente e sistêmica que envolve a peça estrutural, o solo e sua interação com outras variáveis.

A capacidade de carga do maciço pode ser avaliada a través de métodos estáticos (teóricos e semi-empiricos), dinâmicos e provas de carga. Os métodos teóricos são aqueles baseados em teorias desenvolvidas na mecânica dos solos, levando em conta todas as nuances dos solos e fundações (Terzaghi, Vesic, Fellenius, etc). Os métodos semi empíricos utilizam uma correlação entre os ensaios de campo, geralmente desenvolvidos pelos ensaios CPT e SPT para calcular diretamente a capacidade de carga. As provas de cargas são realizadas diretamente no campo aplicando cargas no solo e medindo o recalque. Trabalhos baseados na utilização desses métodos semi-empiricos em estacas pré-moldadas de concreto e metálicas, podem ser encontrados em Moura (2007) e em Stephan (2007).

(36)

São muitas as teorias existentes para a previsão da capacidade de carga de fundações (Terzahi, 1943; Meyerhof, 1951; 1976; Berezantzev, 1961 e Vesic, 1972), nas quais cada uma postula diferentes mecanismos de ruptura da estaca, conforme apresenta-se na Figura 12.

Figura 12 - Mecanismos de ruptura da base da estaca das diversas soluções clássicas de capacidade de carga (Terzaghi; 1943, Meyerhof, 1951, 1972; Berezantzev, 1961 e Vesic,

1972).

Fonte: Velloso e Lopes (2010)

Conforme observa-se na figura 12, Terzaghi (1943) considera que o mecanismo de ruptura não ultrapassa o nível da ponta da estaca, já Meyerhof (1951, 1972) considera que o solo acima da ponta da estaca contribui para a capacidade de carga de carga do sistema solo – fundação. Berezantzev (1961) considera uma superfície de ruptura interrompida e finalmente Vesic (1972) considera que a superfície de ruptura tem formato esférico. Maiores detalhes acerca dos métodos teóricos podem ser obtidos em Velloso e Lopes (2010).

3.1.2 Métodos semi-empiricos

(37)

estacas. Em geral, métodos semi-empíricos para o cálculo da capacidade de carga têm sido comumente adotados, para fins de carga admissível. Varios métodos são baseados em resultados de sondagens a percussão SPT, levando em consideração o tipo de estaca, geometria e o método executivo, em solos lateríticos e saprolíticos, as feições dos finos dificilmente estão retratadas em sondagens a percussão (SPT), sendo comum o erro de precisão em comprimento e de carga admissível de estacas cravadas e escavadas, alem disso, em fundações profundas, mudanças significativas de umidade podem resultar em alteração na capacidade de carga.

Alguns dos principais métodos semi-empíricos que utilizam o índice de resistência de sondagens à percussão (NSPT) para estacas qualquer SPT são Aoki & Velloso (1975), Décourt & Quaresma (1982), Velloso (1981), Teixeira (1996) e Vorcaro & Velloso (2000).

a) Metodo Aoki e Velloso (1975)

Em 1975 os autores desenvolveram o método que pode ser usado tanto com dados de sondagens a percussão (SPT) quanto a partir do ensaio de cone (CPT).

O método considera que:

P

L Q

Q

Q  ( 1 )

Onde: QL = resistência lateral. Qp = resistência de ponta. Q = resistência do solo.

A resistência lateral é dada por:





 ( _L _L)

L U r

Q ( 2 )

Onde: U = perímetro do fuste r_L= atrito lateral

_L= segmentos da estaca

(38)

p L

p r A

Q   ( 3 )

Onde: r = tensão resistente de ponta. _p

Ap = área da seção transversal da ponta ou base da estaca.

A expressão da capacidade de carga do elemento de fundação por estacas é a seguinte:

p p L

L r A

r U

Q



(  ) 

( 4 )

Em que r e _p r_L são inicialmente obtidas com ensaios de cone (CPT), por meio dos valores da resistência de ponta do cone (qc) e o atrito unitário na luva (fs). De forma que r e _p r_L são dados por:

1 F q

r c

p  ( 5 )

2 F

f

r_L  s ( 6 )

F1 e F2 são fatores de correção que levam em conta a diferença de comportamento entre a estaca e o cone do CPT, e a influência do método executivo de cada tipo de estaca.

Como no Brasil a sondagem a percussão (SPT) é mais utilizada que o ensaio de cone (CPT), a resistência de ponta (qc) foi relacionada com o índice de resistência à penetração (NSPT), de forma que:

SPT

c K N

q   ( 7 )

Sendo: K = coeficiente que depende do tipo de solo.

Dessa forma, o atrito lateral ( f ) em função de N_s SPT, é dado por:

SPT

s K N

(39)

Onde: α depende do tipo do solo.

Dessa forma r e _p r_L, em função do NSPT, são dados por:

1 F

N K

rp p



 ( 9 )

2 F N K r L L  

 ( 10 )

Onde: Np e NL, respectivamente, são o índice de resistência à penetração na cota de apoio da ponta da estaca e o índice de resistência à penetração médio no segmento do solo ΔL.

Assim, a capacidade de carga é dada por:



  

  

 P n L l

P _K _N

F U A F N K Q 1 2 1 )

( ( 11 )

A Tabela 1 apresenta os valores de F1 e F2, e a Tabela 2 os valores de K e α.

Tabela 1 - Fatores de correção F1 e F2, Aoki e Velloso (1975).

(40)

b) Monteiro (1997)

Com base em sua experiência, Monteiro (1997) realizou contribuições ao método de Aoki e Velloso (1975), estabelecendo novos valores, tanto para “k” e “α”, mostrados na Tabela 3, como para “F1” e “F2”, mostrados na Tabela 4.

Algumas recomendações para aplicação do método são as que seguem:

 O valor de N é limitado a 40.

 Para o cálculo da resistência de ponta unitária (qp,ult), deverão ser considerados valores ao longo de espessuras iguais a 7 e 3,5 vezes o diâmetro da base (Figura 13), para cima e para baixo da profundidade da base, respectivamente. Os valores para cima fornecem, na média, qps e os valores para baixo fornecem qpi. O valor a ser adotado será o expresso na equação 12.

(41)

Figura 13 - Estimativa da resistência de ponta segundo Monteiro (1997).

Fonte: Velloso e Lopes (2010).

Tabela 3 - Valores de “k” e “α”, segundo Monteiro (1997).

(42)

Tabela 4 - Valores de “F1” e “F2”, segundo Monteiro (1997).

c) Método Decourt e Quaresma (1978, 1982)

Em 1978 os autores apresentaram um método similar ao de Aoki-Velloso (1975). Desenvolveram o método tendo como base resultados de sondagens a percussão (SPT).

Pelo método, a capacidade de carga do solo junto à ponta, ou base, da estaca dada por:

p

p C N

r   ( 13 )

Sendo: C = fator característico do solo, apresentado na Tabela 5.

N = é a média entre os valores dos N_p SPT, correspondentes ao nível da ponta ou base da estaca, um metro imediatamente anterior e um metro imediatamente posterior.

Tabela 5 - Coeficiente característico do solo C (Cintra e Aoki, 2010).

(43)

Através do valor médio do índice de resistência à penetração NSPT ao longo do fuste, em uma tabela, sem considerar o tipo de solo, estimava-se a tensão de adesão ou atrito lateral (��).

Para aperfeiçoar o método, Décourt e Quaresma (1982), substituiu os valores tabelados de rl pela utilização da seguinte expressão:

    _  1 3 10 L l N

r em kPa ( 14 )

Sendo: N = o valor médio dos N_L SPT ao longo do fuste, tomando-se como 3 o valor mínimo para o NSPT, e como 50 o valor Maximo par o NSPT.

Assim, tem-se que a resistência de ponta (Rp) é dada por:

( 15 )

Já a resistência lateral ao longo do fuste é:

l L l l L A N A r Q      _    1 3

10 ( 16 )

Sendo: Al = Área da superfície lateral da estaca (m2)

Sendo que a capacidade de carga de uma estaca é dada, assim como pelo método de Aoki e Velloso (1975), pela soma da resistência de ponta e pelo atrito lateral da estaca

Onde: Qp = capacidade de carga de ponta Ql = capacidade de carga lateral

A carga admissível é calculada utilizando-se um de segurança global igual a 2. P

p p

p

p r A C N A

(44)

d) Teixeira (1996)

Teixeira (1996) apresentou um método para cálculo da capacidade de carga de estacas. Neste método a capacidade de carga à compressão (Qult) de uma estaca pode ser estimada por:

L N U A N

Q_ult  _b _p   _l ( 17 )

Sendo:

= Valor médio do NSPT obtido no intervalo de 4 diâmetros acima da ponta da estaca a 1 diâmetro abaixo.

= Valor médio do NSPT ao longo do fuste da estaca. L = Comprimento da estaca.

β = Coeficiente do tipo de estaca.

α = Coeficiente do tipo de solo.

Os valores do parâmetro α estão em função do tipo de solo e do tipo de estaca. O

(45)

Tabela 6 - Valores de “α” e “β” (Teixeira, 1996).

Tipo de Solo Tipo de Estaca. Valores de “α” e “β” (Tf/m

2₎

I II III IV

Argila siltosa 11 10 10 10

Silte argiloso 16 12 11 11

Argila arenosa 21 16 13 14

Silte arenoso 26 21 16 16

Areia argilosa 30 24 20 19

Areia Siltosa 36 30 24 22

Areia 40 34 27 26

Areia com pedregulhos 44 38 31 29

Valores de β em função do tipo de estaca. 0,4 0,5 0,4 0,6

I: Estacas pré-moldada de concreto e perfis metálicos. II: Estacas tipo Franki.

III: Estacas escavadas a céu aberto. IV: Estacas raízes.

Fonte: Elaborado pelo autor (2015).

Os dados da Tabela 6 não se aplicam ao cálculo do atrito lateral de estacas pré-moldadas de concreto, cravadas em argilas moles sensíveis quando, normalmente, o NSPT é inferior a 3.

3.1.3 Provas de carga estáticas

Vargas (1990) relata que a pratica de realizar provas de carga estática sobre estacas foi iniciada no Brasil pela Companhia Internacional de Estacas Frankignoul, através do IPT-SP. Vargas cita ainda ensaios históricos realizados pelo IPT em duas obras: em fevereiro de 1936, na Estação de Ferro Noroeste, Bauru e, em abril 1942, no Instituto de Resseguros do Brasil, no Rio de Janeiro.

(46)

ao longo da vida útil da edificação, não ocorrendo a descarga, salvo pequenas alterações devido à ação do vento e as cargas acidentais.

O ensaio de carregamento estático é considerado como o ensaio de campo mais eficiente de verificação de desempenho de uma fundação. Por meio deste ensaio é possível conhecer o comportamento da fundação com aplicação de cargas em níveis crescentes, até atingir a carga limite ou a completa ruptura do sistema estaca-solo. A análise do comportamento da fundação é realizada pela curva carga x recalque resultante do ensaio.

No Brasil, a NBR 12131/2006, normaliza a execução do ensaio em estacas verticais ou inclinadas, independentemente do processo de execução ou de instalação no terreno, inclusive os tubulões, que a elas se assemelham.

As aplicações das cargas podem ser feitas por três categorias: carga controlada, deformação controlada e método do equilíbrio. Os ensaios de carga controlada podem ser feitos por carga incremental lenta, carga incremental rápida e carga cíclica. O ensaio em que os incrementos de carga são mantidos até a estabilização é chamado de ensaio lento e, aquele em que os incrementos de carga são mantidos por um tempo preestabelecido normalmente 15 minutos, ensaio rápido. Essas provas são conhecidas pelas siglas inglesas SML (slow maintained load) e QML (quick maintained load). Os ensaios de carga cíclica são ensaios especiais em que o projetista, prevendo um padrão de carregamento, especifica este padrão para o ensaio (Velloso e Lopes, 2010).

A NBR 12.131 / 2006 cita que cada incremento de carga deve ser de, no máximo, 20 % da carga de trabalho prevista para a estaca e mantê-la até a estabilização dos recalques, ou por um mínimo de 30 minutos. Carrega-se a estaca até a ruptura, ou ate duas vezes o valor da carga de trabalho. O critério de estabilização dos recalques ocorre quando em duas leituras sucessivas o recalque não excede 5% do recalque total observado no mesmo estagio de carregamento.

(47)

a) Metodo de Van der Veen (1953)

Pelo método de Van der Veen (1953), a extrapolação da curva carga – recalque de uma estaca é feita a partir da seguinte função exponencial:



w



ult e Q

Q 1  ( 18 )

Sendo Q a carga da estaca, Qulta carga de ruptura da estaca e “α” o coeficiente que define a forma da curva. Esta curva é assintótica a uma reta vertical que caracteriza a carga de ruptura da estaca.

Reescrevendo essa função Q = Qult (r) tem-se a Eq. 19, que corresponde a uma reta que passa pela origem, quando plotada em um sistema de eixos semilogarítmico de base neperiano.



Q Qult



wln1 / 

 ( 19 )

Sendo que, neste caso o coeficiente representa o coeficiente angular dessa reta.

Partindo dos pontos (Q, w) obtidos na prova de carga, deve-se encontrar, por tentativas, o valor de Qult que conduz à melhor regressão linear pelos pontos [ln



1Q/Qult



, w]. Estes valores são plotados em um gráfico. Seguidas tentativas são realizadas com outros

(48)

Figura 14 - Representação da extrapolação da curva carga-recalque de Van der Veen (1953).

Fonte: Elaborado pelo autor (2015)

Como, em geral, o trecho inicial da curva pode ser desprezado, na análise de capacidade de carga, Aoki (1976) observa que a não obrigatoriedade em passar pela origem do sistema de coordenadas pode melhorar a regressão e assim, propõe uma extensão da expressão de Van der Veen (1953), de forma que:

 



w b



ult e Q

Q 1   ( 20 )

Sendo que b representa o intercepto, no eixo dos recalques, da reta obtida na escala semi-logarítmica.

b) Metodo da Norma NBR 6122 / 2010

A Norma Brasileira NBR 6122/2010, define a carga de ruptura como aquela que corresponde, na curva carga-recalque, ao recalque das deformações plásticas (D/30) somado ao recalque das deformações elásticas da estaca. A equação 21 expressa o recalque de ruptura e a Figura 15 ilustra a aplicação deste método.

30 D E A L Q

w ult 



(49)

Onde:

w = recalque de ruptura; Qult = carga de ruptura; L = comprimento da estaca;

A = área da seção transversal da estaca;

E = módulo de elasticidade do material da estaca; D = diâmetro do circulo circunscrito à estaca.

Figura 15 - Carga de ruptura pela NBR 6122/2010.

Fonte: NBR 6122/2010

c) Método de Mazurkiewicz (1972)

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Figura 16 - Método Mazurkiewicz (1972).

Fonte: Nienov (2006)

d) Método de Chin (1970)

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Figura 17 - Método de Chin (1970).

Fonte: Nienov (2006)

3.1.4 Métodos dinâmicos de controle

Nos métodos dinâmicos a previsão da capacidade de carga de estacas é feita observando a resposta da estaca à cravação, de forma a garantir uma dada capacidade de carga, (Velloso e Lopes, 2002).

Os métodos dinâmicos se dividem em formulas dinâmicas e soluções da equação da onda. As fórmulas dinâmicas utilizam as leis da física, umas enfocando a conservação de energia e outras, à lei do choque Newtoniana e a lei de Hooke e, relacionam grandezas medidas durante a cravação com a resistência do conjunto solo-estaca.

(52)

3.2 Métodos para a previsão de recalques de estacas cravadas

Em uma fundação, mesmo garantindo-se a segurança em relação à ruptura, deve-se verificar se o recalque satisfaz as condições de trabalho. Os recalques devem ser mantidos dentro de certos limites pré-fixados, para garantir que a estrutura cumpra suas finalidades. De acordo com Alonso (1991), a observação e o controle do recalque e das cargas atuantes nas fundações é de primordial importância, mesmo assim, não é incomum que esta etapa de controle seja muitas vezes negligenciada.

O recalque em estacas cravadas pode ser estimado por diversos métodos, dentre eles se destacam: o método de transferência de carga, os métodos numéricos e os métodos estáticos.

O método de Transferência de Carga, proposto por Coyle & Reese (1978), foi utilizado nas décadas de 70 e 80, e está atualmente em desuso.

Os métodos Numéricos, são utilizados em razão de sua praticidade e dos bons resultados obtidos. Os principais métodos são baseados no MEF (Método de Elementos Finitos) e no MEC (Método de Elementos de Contorno).

Os métodos Elásticos baseados na Teoria da Elasticidade, são os mais empregados na previsão de recalques em estacas. Tais métodos consistem em se dividir a estaca em elementos e tentar encontrar a compatibilidade de deslocamento do solo e da estaca.

Alguns dos principais métodos para a estimativa de recalques citados nas literaturas são dados a seguir: Vesic (1969), Poulos (1972), Poulos & Davis (1980), Nair (1963), Cassan (1966), Butterfield & Banerjee (1971), Aoki & Lopes (1975), Randolph (1978), Bergman (1998).

São apresentados a seguir os métodos utilizados para a previsão do recalque de estacas da presente dissertação, são eles: Poulos & David (1980); Aoki (1979, 1984) e Bowles (1979)

a) Método de Poulos & Davis (1980).